3.5 Forças e Potências de Usinagem
3.5.1 Força de Usinagem
A força de usinagem é a força total que atua sobre uma cunha cortante durante a usinagem. Esta força é influenciada pelas condições na interface
ferramenta-cavaco e pela resistência mecânica do material.
A força de usinagem (Fu) encontra-se no espaço tridimensional, logo a
mesma possui três componentes básicas as quais agem diretamente na cunha cortante e, por conseguinte na estrutura da máquina-ferramenta. Estas três componentes básicas da força de usinagem são (33):
• Força principal de corte (Fc): É a projeção da força de usinagem no plano de
trabalho, na direção de corte e é dada pela velocidade de corte.
• Força de avanço (Ff): É a projeção da força de usinagem sobre o plano de
trabalho, na direção de avanço, dada pela direção de avanço.
• Força de profundidade (Fp): É a projeção da força de usinagem perpendicular
ao plano de trabalho.
A Figura 3.32 ilustra as velocidades na usinagem, bem como a força de usinagem tridimensional e seus componentes para o processo de torneamento.
Figura 3.32. Força de usinagem e suas componentes para torneamento. Fonte: Ferraresi, 2011 (adaptado pelo autor).
Outras componentes, também de grande importância são:
• Força ativa (FT): É a projeção da força de usinagem sobre o plano de trabalho. • Força de compressão (Fn): É a projeção da força de usinagem sobre uma
direção perpendicular à superfície principal de corte.
• Força de apoio (Fap): É a projeção da força de usinagem sobre uma direção
perpendicular à direção de avanço, situada no plano de trabalho.
Portanto, conforme visualização na Figura 3.32, verifica-se que a força de usinagem pode ser representada pela Equação 3.7.
FU2 = Fap2 + Ff2 + Fp2 [N] (3.7)
Já a Figura 3.33 mostra, no plano de trabalho, a força de usinagem atuando na cunha cortante da ferramenta de corte, bem como as forças resultantes da decomposição desta no plano de cisalhamento, na superfície de saída e nas direções de corte e de avanço. Estas forças são claramente representadas no Círculo de Merchant.
Figura 3.33. Representação da força de usinagem e suas componentes no Círculo de Merchant. Fonte: Ferraresi, 2011 (adaptado pelo autor).
O ângulo no qual o material rompe-se formando o cavaco (ângulo de cisalhamento) é uma incógnita e para a determinação teórica desse ângulo foram desenvolvidas diversas propostas a partir apenas das características do material, da ferramenta e das grandezas do processo (45).
Através de relações geométricas fornecidas pelo Círculo de Merchant torna- se possível quantificarem-se estas forças, bem como, através de dinamômetro, determinar-se o valor das componentes de corte e de avanço (direções perpendiculares entre si). Tendo-se em mãos os ângulos de saída da ferramenta de corte e o do plano de cisalhamento, é possível determinar-se todas as demais componentes.
Uma das teorias referidas é a de Ernst e Merchant, a qual consiste em determinar o valor do ângulo de cisalhamento para o qual a energia necessária para a formação do cavaco seja mínima, logo, admite que na formação de cavacos contínuos, a tensão de cisalhamento, no plano de cisalhamento, é função apenas do material. Tal teoria não obteve uma explicação satisfatória (33, 45).
Outra teoria é a de Lee e Shaffer, a qual possui o princípio de aplicar a teoria da plasticidade para formar o cavaco em corte ortogonal. Esta teoria, confrontada com resultados experimentais, também apresentou discrepâncias. Com a finalidade de aproximar os resultados teóricos dos práticos, não só Lee e Shaffer propuseram fatores de correção, mas também outros autores, tais como Shaw, Cook e Finnie. Já Hucks, partindo do critério de Mohr para escoamento de materiais e admitindo um estado duplo de tensões, propôs uma equação para determinar o ângulo de cisalhamento (33, 45).
Outra maneira de encontrar-se este ângulo de forma teórica é através de simulação computacional utilizando-se o método de elementos finitos. Pesquisadores trabalham para encontrar uma equação teórica que expresse os resultados práticos para o ângulo de cisalhamento do cavaco (33, 45).
3.5.2 Força de Corte
Com o ângulo do plano de cisalhamento, através da projeção da força de usinagem pode-se obter forças componentes, entre estas, a força de corte. Tal força faz-se necessária para obtenção da potência de corte, bem como os esforços na estrutura e elementos da máquina-ferramenta. Componentes da força de usinagem variam com a seção do cavaco em uma relação quase linear, especialmente a força de corte.
Da relação linear entre força de corte e área da seção de corte é possível chegar-se na pressão específica de corte, expressa na Equação 3.8, à qual é similar à Equação 3.6 (45).
Fc = Ks . A [N] (3.8)
onde: Ks = Pressão específica de corte (N/mm2);
A = Área da seção de corte (mm2).
Admitindo-se que a ferramenta não possua raio na ponta, a pressão
específica de corte é a força necessária para a remoção de 1 mm2 de material de
corte.
A pressão específica de corte varia segundo o material da peça, o material e a geometria da ferramenta, área da seção de corte, velocidade de corte, condições de lubrificação e refrigeração e desgaste da ferramenta. Para operações de torneamento, a determinação teórica da pressão específica de corte é medida em laboratório para cada par de ferramenta-peça em função dos parâmetros de corte. A Equação 3.9 (Kienzle) expressa valores mais próximos dos resultados experimentais para a pressão específica de corte obtida na maioria dos materiais metálicos usinados (45).
Os valores da pressão específica (Ks) encontram-se tabelados para valores
de 0,4 mm de espessura de corte. A Sandvik fornece estes valores para h = 0,4 mm e expoente Z = 0,29 para todos os materiais.
A pressão específica de corte, calculada pela Equação 3.8, considera o ângulo de posição da ferramenta no cálculo da espessura de corte (h) (34), a qual é representada pela Equação 3.10.
h = f . sen [mm] (3.10)
Para as forças de avanço e de profundidade podem-se estabelecer equações semelhantes às de Kienzle. Para casos em que as condições de aplicação são muito diferentes das utilizadas nos ensaios experimentais para obtenção dos valores de pressão específica e dos expoentes, obtém-se maior aproximação usando-se correções no ângulo de saída, no ângulo de folga, no ângulo de inclinação, no ângulo de posição, no raio da ponta, na velocidade de corte, no uso de fluído de corte, no uso de quebra-cavacos e no desgaste da ferramenta (45).
Na determinação experimental da força de usinagem, em especial para estudos detalhados de formação de cavacos ou de estabilidade dinâmica da máquina-ferramenta utilizam-se dinamômetros. Entre os vários princípios de tomada de medições possíveis para um dinamômetro de medição de força de usinagem, os extensômetros (strain gauges) e os cristais piezoelétricos são os mais comumente empregados (45).
3.5.3 Potências de Usinagem
Na prática, pode ser obtida através da medição da corrente e da tensão. A Equação 3.11 fornece a potência instantânea, onde:
onde: Pi = Potência instantânea;
V(t) = Tensão medida no tempo;
I(t) = Corrente elétrica medida no tempo.
Como a tensão e a corrente ficam defasadas no tempo, haverá um ângulo de defasagem entre a tensão e a corrente, o qual é representado por φ. Desta maneira surgem os conceitos de potência aparente (potência total), dada em Volt- Ampère; de potência ativa, dada em Watts e potência reativa, dada também em Volt-Ampère, sendo que para cada tipo de potência há uma forma específica de cálculo.
Entretanto, tratando-se de motores trifásicos, os componentes de potência devem ser multiplicados por √3, pois a corrente, no caso de ligação em triângulo das bobinas, e a tensão, no caso de ligação em estrela, são multiplicadas por este valor (33, 45).
As Equações 3.12, 3.13 e 3.14 mostram respectivamente, a potência aparente, a ativa e a reativa, onde as tensões e a corrente são medidas em cada uma das linhas do circuito trifásico.
. ! . √ [V.A] (3.12)
" . ! . √ . #$% & [W] (3.13)
'" . ! . √ . %()& [V.A] (3.14)
O cálculo das potências para a usinagem decorre do produto das componentes da força de usinagem pelas respectivas componentes da velocidade de corte (33).
Desta forma, a potência de corte é o produto da força de corte com a velocidade de corte, conforme se pode visualizar na Equação 3.15.
# = ,*+ . -#. [KW] (3.15)
onde: Fc = Em N;
Vc = Em m/min.
Para o cálculo da potência de avanço toma-se como tal, o produto da força de avanço pela velocidade de avanço (33), conforme ilustra a Equação 3.16.
/ =
*0 . 0
, .- 1 [KW] (3.16))
Onde: Ff = Em N;
Vf = Em mm/min.
Para o cálculo da potência efetiva de corte basta tomar-se o produto da força efetiva de corte pela velocidade efetiva de corte, logo será igual à soma das potências de corte e de avanço (33). As Equações 3.17 e 3.18 mostram o modo de obtenção da potência efetiva de corte.
2 = *3 . 43 , . - . [KW] (3.17) ou 2 = 5 + / [KW] (3.18) onde: Fe = Em N; Ve = Em m/min.
A relação entre as potências de corte e de avanço para operação de torneamento resulta na Equação 3.19.
7+ 70
=
*+ *0
.
8 . 9 . ) . ) =8 . *+ . 9 *0 . (3.19)
onde: d = Diâmetro da peça em mm; f = Avanço em mm/volta; n = Rotações/min. (RPM).
No torneamento esta relação é de aproximadamente Fc ≅ 4,5 Ff (33).
3.6 Fluido de Corte
A aplicação de fluido de corte na usinagem tem a finalidade de conferir-lhe melhoria. Esta melhoria poderá ter caráter econômico ou caráter funcional. A categoria funcional refere-se a obtenção de peças mais precisas, pois com a aplicação do fluido de corte constata-se um melhor desempenho no mecanismo de formação do cavaco e uma maior facilidade de expulsão dos cavacos produzidos na região do corte. Entre estas melhorias pode-se destacar ainda, a redução do coeficiente de atrito entre a ferramenta e o cavaco, a refrigeração da ferramenta, refrigeração da peça que se está usinando, melhor acabamento superficial e refrigeração da máquina-ferramenta (33).
Na determinação da força de corte, quanto mais eficiente for a lubrificação do corte, menor a pressão específica de corte, pois haverá modificação nas condições de atrito entre cavaco-ferramenta. Já para velocidades de corte muito altas, há pouco efeito lubrificante na formação do cavaco. Para velocidades de corte maiores que 70 m/min. poderá haver um aumento na força de corte devido à saída rápida de calor da zona de formação do cavaco. Para velocidades de corte menores de 30 m/min. poderá contribuir para a diminuição da força de usinagem, em especial, os componentes de avanço e profundidade de corte.
Do lado econômico é compreendido pelo menor consumo de energia durante a usinagem, pelo aumento na vida da ferramenta, obtendo, assim, um menor custo da ferramenta por peça, bem como contribuindo para o impedimento da corrosão da peça em usinagem (45).
categorias de classificação como óleos, emulsões e soluções.
A fim de satisfazerem eficientemente suas funções, os fluidos de corte devem possuir propriedades de serem antiespumantes, anticorrosivos, antioxidante, antidesgaste e antisolda, possuir boa umectação, capacidade de absorção de calor e transparência, ser inodoro, não podem provocar irritações na pele, deve ser compatível com o meio ambiente, possuir índice de viscosidade compatível com sua aplicação. A fim de satisfazerem estas propriedades, os fluidos de corte devem ser aditivados (45).
O controle dos fluidos de corte em operação é padronizado por normas técnicas compreendendo o monitoramento de suas propriedades e características.
A reciclagem ou descarte dos fluidos de corte é um aspecto relevante a ser considerado, pois as normas ambientais devem ser seguidas a risca para tal. Como a reciclagem, ainda é um processo oneroso, atualmente é mais frequente o descarte (45).
4 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Para o desenvolvimento do trabalho, utilizou-se a infraestrutura disponível na PUCRS, sendo que nos laboratórios do IF Sul Rio-Grandense (campus Pelotas) foram realizadas as pesquisas de tratamento térmico, dureza, resistência
ao impacto e usinabilidade. A empresa Hidro Jet Equipamentos Hidráulicos Ltda.
forneceu os corpos de prova para realização dos experimentos, sendo estes retirados diretamente de sua linha de produção.
4.1 Materiais e Métodos
A presente pesquisa focalizou a usinabilidade, pelo método de pressão constante, em amostras de ferro fundido nodular austemperados em duas etapas porque, partindo-se da prerrogativa de que este processo poderia representar um ganho em termos de propriedades adquiridas, refletindo dessa forma em ganho econômico, fez-se inicialmente experimentos de austêmpera em etapa única, para 36 amostras, selecionando-se os melhores e os piores resultados em termos de usinabilidade.
Para estes resultados (o que apresentou a melhor e a pior usinabilidade) aplicou-se a austêmpera em duas etapas em 16 amostras, a fim de comprovação de que por intermédio deste método é possível economizar-se na adição de elementos de liga ao ferro fundido nodular, melhorando sua temperabilidade e mantendo ou melhorando sua usinabilidade (1, 2, 29, 30, 31).
O trabalho foi realizado com amostras de matriz ferrítica-perlítica, nas condições recozidas e posteriormente austemperadas, bem como com amostras não recozidas e posteriormente também austemperadas (Figura 4.1). Foram
utilizados ainda, três corpos de prova brutos de fundição e três somente recozidos a fim de ter-se dados comparativos com os que foram austemperados. Nestes corpos de prova foram igualmente realizados ensaios de usinabilidade, dureza, impacto e caracterização microestrutural.
Os ensaios de dureza, impacto e caracterização metalográfica foram realizados com a finalidade de analisar a relação destes com a usinabilidade dos ferros fundidos austemperados.
Figura 4.1. Fluxograma representativo das etapas do procedimento experimental.
As peças foram fundidas e vazadas por gravidade em moldes de areia. A Figura 4.2a ilustra as peças tal como recebidas da empresa de fundição. Estas peças foram fornecidas já com a composição química determinada através de Espectrômetro de Emissão Óptica (3,65wt% C; 2,78wt% Si; 0,26wt% Mn; 0,08wt% Cu; 0,041wt% Mg; Al 0,003wt%). A classificação do fundido foi: ASTM A536: 65- 45-12 (47). A retirada do olhal foi feita antes da execução dos tratamentos
Obtenção das Amostras Tratamentos Térmicos Ensaios Mecânicos (dureza HB) Análises de Usinabilidade Ensaios Mec. (dureza HB e impacto Izod) Recozimento Austenitizadas Austemperadas Austenitizadas Austemperadas
1 etapa 2 etapas 1 etapa 2 etapas
Com fluido corte
Ferram. 1 Ferram. 2
Sem fluido corte
Ferram. 1 Ferram. 2 Análises Microestruturais Ferramenta 1 ( r = 90°) Ferramenta 1 ( r = 90°) Ferramenta 2 ( r = 60°) Ferramenta 2 ( r = 60°)
térmicos, sendo que após austemperados, foram usinadas até o diâmetro de 33,0 mm por 60,0 mm de comprimento (Figura 4.2b). Usinagem esta considerada como sendo uma fase de preparo, a qual consistiu em faceamento, execução de furo de centro e desbaste para melhor fixação na placa universal de três castanhas.
O corpo de prova depois de retirada a camada de óxido superficial (Fig. 4.2b), apresentou geometria cilíndrica com saliência (anel) com diâmetro de 34,0 mm. Este diâmetro, sendo um pouco maior que o diâmetro do corpo de prova, tem a finalidade de atuar como ancoradouro da peça, garantindo dessa forma, a rigidez do sistema (não permite o deslocamento da peça para o interior das castanhas devido a atuação da força de avanço, ocasionando dessa forma, o afrouxamento do ponto rotativo).
Figura 4.2. Peça no estado bruto de fusão (a), usinada para retirada da camada de óxido superficial (b), após os três primeiros passes (c) e após passe final para teste de impacto (d).
O diâmetro inicial (33,0 mm) foi escolhido em função de, após realizados três desbastes longitudinais com profundidades de corte de 1,0 mm, 1,5 mm e 2,0 mm, respectivamente, resultasse em um diâmetro de 24,0 mm, o qual segundo ASTM E10-07a (48), é o diâmetro mínimo para aplicação de teste de dureza Brinell, sem utilização de fator de correção de dureza.
Quanto ao forno utilizado para realizar o tratamento térmico de recozimento para decomposição de carbonetos, este é elétrico, de mufla, de uma câmara. Possui controlador de temperatura digital com escala até 1.200 °C e sistema de controle de tempo de aquecimento (rendimento) programável. A variação de temperatura do mesmo (histerese) é de 1°C.
Para austenitizar os corpos de prova e realizar os tratamentos térmicos de austêmpera, foram utilizados dois fornos elétricos de mufla dispostos frontalmente. A histerese do forno utilizado na austenitização é de 1°C e para a austêmpera é de 5 °C.
Para realizar-se o recozimento (29 corpos de prova), as peças foram colocadas na posição vertical, no interior do forno. Estes corpos de prova foram recozidos à temperatura de 972 °C durante o tempo de 90 min (Tabela 3.4). Destas 29 amostras, 18 dezoito foram austemperadas e três permaneceram somente recozidos, ficando o restante (8 peças) para eventual substituição de peças rejeitadas (Figura 4.3). Assim foi possível fazer um comparativo de usinabilidade e propriedades mecânicas entre recozidos e austemperados com somente recozidos.
Já entre os 21 corpos de prova que não passaram por recozimento prévio (brutos de fusão), três não foram austemperados, para também fazer-se um comparativo de usinabilidade e propriedades mecânica com os demais.
A finalidade de recozer-se metade dos corpos de prova para posteriormente austenitizá-los é para, na microestrutura, observar a ferritização da matriz, antes ferrítica-perlítica, podendo, dessa forma, fazer-se um comparativo na usinabilidade
e na variação das propriedades mecânicas de dureza e resistência ao impacto com os ferros fundidos nodulares austemperados que não passaram por recozimento prévio (brutos de fusão).
Figura 4.3. Interior do forno com as peças a serem recozidas.
A austenitização das peças (36 corpos de prova), para primeira fase da pesquisa, foi realizada em lotes individuais (uma peça por vez), na temperatura de 910 °C durante o tempo de 90 min. No interior deste forno, na posição vertical, estas peças foram aquecidas da temperatura ambiente até a temperatura de austenitização (910 °C durante 90 min). Para atingir tal temperatura, transcorreu o tempo de 30 min.
A austêmpera foi realizada, para o grupo de etapa única, nas temperaturas de 300 °C, 360 °C, e 420 °C nos tempos de 30 min, 60 min e 90 min, para cada uma destas temperaturas selecionadas. Isto deve-se ao fato de poder-se analisar a influência da temperatura e do tempo na transformação da ausferrita. A escolha dessas temperaturas dá-se devido à estabilização do eutético nestas temperaturas e os tempos escolhidos por encontrarem-se dentro dos limites para formação de
uma matriz ausferrítica. Através da Figura 4.4 pode-se visualizar o diagrama TTT
Figura 4.4. Representações esquemáticas dos ciclos térmicos durante os processos de austêmpera em única etapa.
Os tratamentos térmicos de austêmpera foram realizados em banhos de sais fundidos. A composição do banho de sais contou com 65% de nitrato de potássio e 35% de nitrato de sódio. A caixa utilizada para comportar tal banho de sais possui as dimensões de 100 x 100 x 250 (mm).
Já para o tratamento de austêmpera em duas etapas, foi utilizado um terceiro forno, o qual contém duas câmaras de aquecimento dispostas na posição vertical. Este forno operou na temperatura de 245 °C. Para tal procedimento foi utilizada a câmara de aquecimento superior. A caixa de sais para o primeiro choque térmico de austêmpera têm as dimensões de 100 x 120 x 300 (mm).
Na fase de preparação dos corpos de prova, quando da retirada da camada de óxido superficial de fundição, a usinagem teve a profundidade de corte total em torno de 1,0 mm, passando os mesmos do diâmetro inicial de 35,0 mm (bruto de fusão) para o diâmetro inicial de pesquisa de 33,0 mm. (Figura 4.2b). O
comprimento total dos mesmos, no estado bruto de fusão, situou-se em torno de 60,0 mm. O método de fixação das amostras para usiná-las, foi placa-ponto.
Para melhor compreensão, a Figura 4.5 apresenta o fluxograma da preparação dos corpos de prova austenitizados e austemperados utilizados na primeira fase, nos testes de usinabilidade.
Figura 4.5. Fluxograma da preparação dos corpos de prova para usinagem (com austêmpera em fase única).
Em uma segunda etapa, foram austenitizados à mesma temperatura e tempo e após austemperados, mais 16 corpos de prova, pelo método de duas etapas. Para o primeiro choque térmico foi utilizada a temperatura de 245 °C e tempo de 5 min. Dentre o grupo dos 16 corpos de provas, oito foram austemperados na temperatura de 300 °C pelo tempo de 30 min [temperatura para
CORPOS DE PROVA: 36 Pçs
GRUPO A: Recozidos previamente (18
Pçs) GRUPO B: Sem recozimento prévio (18 Pçs)
(18 Pçs)
Austenitização à 910 ºC Austenitização à 910 ºC
Austêmper
a à 300 ºC Austêmpera à 360 ºC ra à 420 ºC Austêmpe Austêmpera à 300 ºC Austêmpera à 360 ºC ra à 420Austêmpe ºC
Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs Por 30 min: 2 Pçs Por 60 min: 2 Pçs Por 90 min: 2 Pçs
a qual o corpo de prova sem recozimento prévio apresentou melhor usinabilidade na primeira fase (IRM de 58)] (Tabela 5.1) e oito na temperatura de 300 °C e pelo tempo de 30 min [temperatura para a qual o corpo de prova recozido previamente apresentou pior usinabilidade na primeira fase (IRM 30)] (Tabela 5.1).
Para a austêmpera em duas etapas, a Figura 4.6 ilustra graficamente a realização desta técnica para as peças que apresentaram melhor e pior usinabilidade dentre os 16 corpos de prova (para temperatura e tempo que apresentaram melhor e pior resultado em usinabilidade dentre as 36 amostras).
Figura 4.6. Processo de austêmpera em duas etapas.
Como dito, tal procedimento foi executado para o caso em que apresentou melhor usinabilidade entre os 36 corpos de prova austemperados em etapa única [IRM 58 (peças do grupo B: Bruto de fusão austemperado à 300 ⁰C durante o tempo de 30 min)] (Tabela 5.1) e consistiu em: Aquecimento de 8 corpos de prova até a temperatura de 910 ⁰C (30 min); Manutenção à esta temperatura por 90 min;